设置抗拔桩条件下地道敞开段底板计算模式的研究

2014-01-08吕培林

城市道桥与防洪 2014年7期

吕培林

（上海市城市建设设计研究总院，上海市 200125）

0 引言

在高地下水位的软土地区修建浅覆土地下建筑物，而其中对于诸如无覆土的大宽度地下通道敞开段、大面积下沉式广场等地下结构，以抗拔桩抗浮是最为广泛采用的措施。然而，现行规范中虽然对抗浮验算的方法及要求有明确阐述，但对存在抗拔桩的底板结构的计算模式、抗拔桩的模拟方法均尚无明确规定，主要是依据设计人员各自经验开展，人为因素影响严重。因此，在同一工程背景下（布桩原则也预先确定），不同设计人员计算的抗浮安全系数、所需抗拔桩桩数不会有显著差别，而底板结构设计成果却可能差别较大。鉴于上述情况，探索一种简单可行、经济合理的计算方法对于此类问题的规范化设计具有重要的意义。

目前，工程实践中常用的抗拔桩简化模拟方式主要有在桩位施加竖向支座、大刚度弹簧模拟[1，2]等。本文结合上海虹桥综合交通枢纽仙霞西路道路新建工程之下穿高铁地道的大宽度敞开段的工程背景，又提出了以考虑底板变形协调的修正刚度弹簧进行模拟的方式。下文将对3种模拟方式分别计算分析，并进行同口径研究对比，为以后类似工程提供参考。

1 工程背景

1.1 工程概况

仙霞西路道路新建工程是上海虹桥综合枢纽配套路网的重要组成部分，全线按城市次干路标准设计，规划红线宽度36～42 m不等，设置有双向4车道的机动车道，两侧另设非机动车道和人行道。其中的下穿高铁地道，全长约610 m，沿线自西向东依次穿越高速铁路、规划SN4路、SN5路、规划磁悬浮等。地道暗埋段总长270 m，采用单箱四孔箱型结构；敞开段总长340 m，采用U型坞式结构；最大基坑开挖深度7.3 m，均采用明挖顺筑法施工。图1为下穿高铁地道总平面图。

图1 下穿高铁地道总平面图

地道敞开段每20 m设置一条变形缝，本次计算分析均选取敞开段的TX8段（见图1）作为基础条件。该节段区域机动车道和非机动车道共用一块底板，结构总宽度约35.2 m，侧墙总高度约4.4～5.4 m（已含出地面挡墙段高度），侧墙、底板厚600 mm，结构断面详见图2。

1.2 地质条件

该工程主要涉及场地地基土自上而下包括第①1、②1、③、④、⑤1、⑤3层，各层主要物理力学性质及抗拔桩设计参数见表1。根据地质报告成果，抗浮设计水位按照地下0.5 m考虑。

1.3 抗浮计算及抗拔桩布置

图2 TX8结构横剖面图（单位：mm）

表1 各土层物理力学性质及抗拔桩设计参数表

TX8段围护结构采用搅拌桩格栅式重力式挡墙，且围护结构与内部结构之间不留空隙也无连接，抗浮计算中不考虑结构侧壁的摩阻力。此外，抗浮验算中也不考虑道路铺装层、防撞墙重量的有利作用。根据工程经验，适当扩大抗拔桩的间距可使各抗拔桩的抗拔力得到充分发挥[3]。根据TX8段实际条件，方案设计时按照地质报告参数估算桩数，经计算共需设置20根Ф800钻孔灌注桩，桩长28 m，桩间距为横向6 m、纵向5 m，桩端位于⑤3粉质黏土层，抗浮安全系数KS=1.101>1.10。抗拔桩布置时考虑尽可能使每根桩承受拉拔力接近，桩基平面布置详见图3。下文的计算分析均以该桩基布置作为统一的基础条件。

图3 TX8抗拔桩平面布置图（单位：mm）

2 目前常用抗拔桩模拟方式对比

2.1 计算模型说明

以竖向支座或大刚度弹簧来简化模拟抗拔桩目前最为常用，首先对这两种方式进行对比分析。根据工程实际结构尺寸，采用大型有限元软件ANSYS建立相应三维荷载-结构计算模型（见图4）。其中，底板、侧墙均采用SHELL143单元。侧墙荷载按照使用阶段浮力工况水土压力加载（不计地面超载），底板水反力按照均布荷载作用在底板底部。混凝土结构容重取25 kN/m3，弹性模量取3.15×107kN/m2，泊松比取0.2。底板纵向端部的变形缝按照自由边界考虑。抗拔桩则按照桩位平面布置分别采用竖向支座或COMBIN14弹簧单元模拟。

图4 计算模型图

文献[1]中经推导指出：按最大水浮力工况验算，抗拔桩侧摩阻力沿桩身全长发挥时，等效弹簧刚度可取K=EA/L（L为有效桩长）[1]。由于抗拔桩以承受拉力为主,且桩身为钢筋混凝土，考虑其材料的受力特点,桩身拉力主要由钢筋承担，故刚度又可调整为按式K=Es·As/L计算[2]，式中Es为钢筋弹性模量，As为单桩主筋配筋量。

结合TX8段实际情况，抗拔桩采用HRB335级钢筋，弹性模量取2.0×105N/mm2，根据单桩拉拔力按照0.2 mm裂缝控制配筋，实配主筋16φ20，=5 026 mm2。故若以大刚度弹簧模拟抗拔桩时，其刚度：

2.2 计算结果分析

由图5～图8计算结果可以发现的共同特点是，由于抗拔桩的约束作用，除靠近侧墙的底板边界处，两种方案的底板弯矩均呈双向分布，且底板最大负弯矩基本一致，约162 kN·m，与承受侧向水土压力的悬臂侧墙底部负弯矩相平衡。大刚度弹簧方案相对竖向支座方案的主要差别在于两个方面，一是底板中部桩基位置的负弯矩普遍减小了约20%，最大正弯矩则相应增加了约14%（近侧墙处边桩处底板负弯矩却无明显变化）；二是最大底板变形增加了约20 mm，且由于结构相对变形形态、最大差异沉降均基本一致，实际是整个结构发生了整体的平行上移。其对比如图9、图10所示。

图5 以竖向支座模拟的底板变矩计算结果

图6 以大刚度弹簧模拟的底板弯矩计算结果

图7 以竖向支座模拟的底板变形计算结果

图8 以大刚度弹簧模拟的底板弯矩计算结果

图9 两种方式的底板弯矩对比图

图10 两种方式的底板变形对比图

由于抗拔桩为典型的摩擦桩，只有在有相对滑动趋势或变形时，才能提供相应反力。采用竖向支座模拟抗拔桩时，无限放大了桩位对底板的约束，未考虑由于桩基变形引起的内力重分布，造成计算偏差较大，不宜采用。

3 修正弹簧刚度模式的对比分析

3.1 关于修正弹簧刚度的探讨

由于桩的轴向刚度的确定是一个十分复杂的非线性问题,其受桩长、桩径、桩的刚度系数、桩端土弹性模量与桩周土弹性模量之比，以及桩周土的物理力学性质等众多因素影响[1]。虽然第2节中采用大刚度弹簧的计算方法概念清晰，受力明确，但其实隐含了一个假定，即桩底能有效嵌固或桩侧摩阻力充分发挥时桩底位移接近于零（如桩端土层侧摩阻力较大或为扩底桩等情况），此时桩顶底板变形量基本等于桩体拉伸量，直接采用大刚度弹簧模拟才与其实际相接近，而其它情况下，该弹簧刚度只是桩基对底板实际约束刚度的上限值，实际刚度应考虑适当弱化修正。

3.2 弹簧刚度整体均匀弱化的对比分析

在大多数位于高水位的软土地区地道敞开段工程中，每个独立节段内场地土层相对稳定，设计中也一般考虑桩长或桩底标高相同，即每根桩的弹簧刚度也相差无几，因此，常规情况下，抗拔桩的实际刚度虽小于第2.1节的大刚度弹簧，但同一节段内其弱化程度可按相同考虑。对弹簧刚度采用不同程度均匀弱化后底板弯矩、变形的对比可见图11、图12。

图11 刚度均匀弱化时的底板弯矩对比

图12 刚度均匀弱化时的底板变形对比

计算表明，即使桩体弹簧刚度减小为原来的1/2或是1/4，底板内力分布几乎没有变化，只是底板的整体向上变形增加了约2倍、4倍。由此可知，只要是所有弹簧刚度同步放大、缩小，底板内力结果不变，因此，若底板结构设计中只关心构件截面及配筋时，可直接采用第2节中大刚度弹簧模拟抗拔桩。

3.3 弹簧刚度局部弱化的对比分析

当地质条件复杂、场地内土层起伏显著或同一节段内桩长有明显差别时，需涉及对弹簧刚度的有差异的弱化。差异性的弹簧引起底板内力和变形的重分布，其影响不可忽略。此时弱化修正后刚度取值的简化方法，笔者建议按照充分利用材料特性的原则，根据结构差异沉降、挠度、截面配筋等要求综合确定，即试算其合理刚度值使其不仅同时满足上述要求，且底板配筋也在经济配筋率之内。

考虑到设置了抗拔桩的敞开段底板结构，类似于倒楼盖，故差异沉降控制值建议参照《建筑地基基础规范》（GB 50007—2011）取0.002L；挠度控制值建议参照《混凝土结构设计规范》（GB 50010—2010）取L/250（以上L均为相邻桩中心距）。结合TX8实际桩间距，差异沉降控制值取0.002×5 m=10 mm；挠度控制值取（5/250）m=20 mm。经试算，单独角桩弱化引起的差异变形最大。该工程条件下，当其刚度弱化至约原来的0.7倍时，恰可全部满足控制要求，主要结果见图13、图14。